端壁附面层抽吸对扩压叶栅变冲角性能影响研究*

杨 刚 陆华伟 孙 可 梁锐星 郭 爽

（1.大连海事大学 船舶与海洋工程学院；2.大连理工大学 能源与动力学院）

0 引言

随着当前航空工业的迅速发展，航空动力装置性能的要求也越来越高。提高压气机级压比一直是设计者们追求的目标，同时还需要其具有足够的稳定性。采用高负荷扩压叶栅是提高压气机压比、效率的最直接方案。而这必然导致压气机叶栅内逆压梯度增大，使得端壁及叶片吸力面附面层更易发生三维分离，叶栅流道内分离加剧，从而造成更加严重的掺混损失，这对叶栅内流动发展和损失控制非常不利，甚至诱发失速与喘振现象，极大地抑制了其性能的发展[1-2]。这些问题亟待解决。现有的研究表明，采用高负荷扩压叶栅的同时辅之以附面层抽吸技术削弱附面层流动分离是提高压气机压比与效率的一条十分有效的途径[3]。在压气机设计体系中，主要是考虑设计工况。但在实际情况下，压气机是在变工况下运行，而冲角也是压气机叶片在变工况下最易发生非稳定变化的因素之一[4]。

目前，大都采用矩形叶栅进行各种扩压叶栅的变冲角性能研究。1997年，Kerrebrock等首次提出了吸附式压气机的概念，并对其热力学原理进行了一定的阐述。随后，美国的NASA格兰研究中心与麻省理工大学合作进行了一系列的吸附式压气机和风扇实验，结果发现通过特定位置吸除少量低能流体可以显著地降低损失并改善压气机性能[5-7]。Liesner等[8]、Gmelin 等[9]以及Lemke等[10]通过实验与数值的方法研究了端壁抽吸效应，发现不同的端壁开槽位置对栅内二次流的控制效果有显著影响。而在国内陈绍文、陈浮等[11-12]研究了弯曲叶片的冲角特性，发现冲角增大后，横向压力梯度增大，导致气流动能降低，容易引起损失的激增。张华良等[13]研究发现，冲角增加会使矩形扩压叶栅吸力面的分离程度增强，并且会趋向于闭式分离和流动非定常。然而在以往的研究中，为了保证抽吸的控制效果，通常采用大抽吸流量的方式（约进口质量流量的3%～7.5%），这必定会造成更多的抽吸功消耗，不利于控制对象整体性能的提升[14-15]。此外，在叶片表面开槽[16]或者开多孔[17]也将给压气机叶片的强度和寿命带来更大挑战。

本文以跨声速扩压叶栅为研究对象，进行附面层抽吸的研究。由于角区分离主要是受到端壁二次流的影响，而冲角的变化也对二次流有极大影响。选择在端壁处开设流向抽吸槽进行抽吸，旨在获得不同冲角下最佳抽吸位置以及出口损失随抽吸流量变化的规律。

1 计算模型与网格划分

1.1 计算模型与抽吸方案

本文所采取的研究对象是跨声速高扩压静叶栅DMU-37。详细几何参数见表1。抽吸方案为在上端壁开设流向抽吸槽，如图1所示，抽吸槽的形状以吸力面弧线为基准，分别命名为EW1，EW2，EW3。三种方案抽吸槽的弧长均为叶片吸力面弧长的1/3，宽为2mm。槽的近吸力面侧始终与吸力面垂直相距1mm，并于两端进行倒圆角处理。为与叶栅上端壁有良好的匹配性，各方案下抽吸近端壁一侧网格进行加密。

表1 叶栅几何参数Tab.1 Cascade geometry parameters

图1 抽吸方案Fig.1 Suction scheme

本叶栅采用的ANSYS CFX软件对模型进行网格划分，用ICEM模块建立H-O-H型非结构化网格，并在叶片前尾缘处进行网格加密处理。计算域进口设定总温、总压、气流角以及湍流强度，进口总压包含附面层文件，附面层特性曲线如图2所示，并调整进口总压使各冲角下进口马赫数保持0.67不变。出口设定平均分布静压（101 325Pa）；叶片表面及其他壁面均设为光滑、绝热、无滑移壁面。因研究壁面为平面叶栅，所以流道两侧设定为平行性周期交界，图3给出了叶栅网格图。

图2 附面层特性曲线Fig.2 Boundary layer characteristic curve

图3 网格示意图Fig.3 Mesh diagram

为消除网格数目对计算结果的影响，本文对原型叶栅进行了网格无关性验证。叶栅出口流场可以反映叶栅总体性能，所以本文选择出口截面总压损失系数来进行验证。总压损失系数定义如下：

对于原型叶栅选取了80～360万左右的网格数目，以每40万网格数目递增。由图4可知，网格数在80～240万之间时，总压损失系数上下波动较大，而当网格数达到240万时，其波动趋于平衡，在280万网格及以后，出口截面的总压损失系数已无明显变化，保持平衡，说明网格数目对计算结果基本无影响。故本文叶栅网格数选取为280万。

图4 不同网格数下出口截面总压损失系数Fig.4 The total pressure loss coefficient of outlet section under different mesh number

2 计算结果与分析

2.1 变冲角对出口截面损失的影响

叶栅出口流场可以反映叶栅总体性能，并且直接影响下一级进气状况，是压气机稳定性的重要参考指标。如下图为无抽吸时不同冲角下出口截面总压损失系数云图以及二次流分布。由图可知:各冲角下叶栅角区内均存在明显的高损失区，且以上下对称分布。来流向正冲角发展时，两端通道涡使得其席卷的分离流等低能流体也随之向叶片中部靠拢，从而使角区范围扩大，角区损失沿径向急剧发展。角区损失随正冲角的增加变化明显，当冲角增加到+6°时，集中脱落涡向中部移动，并且上下脱落涡汇聚在一起，上下角区的高损失区已经发展至整个叶高，造成强烈的角区失速。

图5 各冲角下总压损失云图及二次流线图Fig.5 Total pressure loss nephogram and secondary flow chart at each impact angle

3 变冲角附面层抽吸

3.1 壁面极限流线

以上分析可知，随冲角的不断增大，叶栅内二次流动更加剧烈，更容易造成压气机的失速。观察原型叶栅极限流线，发现-2°和+2°冲角下吸力面上下角区相对-4°，0°冲角并无明显变化，仅端壁横向流动随冲角增加而增加。所以为探究各冲角下最佳抽吸位置，本文将选择-4°，0°，+4°，+6°冲角来进行附面层抽吸的研究。如图6为不同抽吸方案下各冲角所对应的壁面极限流线。

图6 不同抽吸方案下各冲角壁面极限流线图Fig.6 Limit streamline of each incidence wall surface under different suction schemes

与原型叶栅相比，结果表明：i=-4°时，在EW1方案下，抽吸减弱了角区内回流，角区分离线向尾缘和端壁靠近，角区范围减小，中径处通流面积增大；在EW2方案下，在上角区内几乎看不到回流，但是抽吸之后在抽吸槽附近和上端壁靠近尾缘处各产生一分离涡，分析其原因是由于抽吸使端壁二次流回流所致；EW3抽吸使得原来的脱落涡增强。

对于+4°冲角，在EW1和EW2方案下，角区流动情况更为复杂。下角区脱落涡沿着叶高方向发展，形成沿叶高的分离线。这是由于在抽吸的径向力作用下其与主流掺混所致。而EW3方案则改善了下角区，使得下角区回流减弱，脱落涡基本消失，同时上角区分离范围有所减小。

+6°冲角经过抽吸发现， EW1和EW2方案下情况相似，原来的脱落涡已经消失，转化成一条沿着叶高的径向分离线，究其原因是抽吸抽走了叶表部分低能流体使得主流动能增加，使得原本的涡趋向尾缘，又由于其旋向相反而相互抵消，故转化为趋向尾缘的分离线。而EW3方案抽吸槽更靠近尾缘，抽吸使得叶表的低能流体汇聚到尾缘涡当中。

3.2 损失沿流向发展规律

为详细研究叶栅通道内总压损失变化规律，给出图7不同方案下各冲角叶栅内拟S3截面的总压损失系数云图。

图7 不同方案下各冲角叶栅内拟S3截面的总压损失系数云图Fig.7 The cloud diagram of total pressure loss coefficient of simulated S3 section in each incidence blade cascade under different schemes

观察原型负冲角和设计冲角下的流动，叶片前缘附近截面低能流体主要分布在端壁的附面层内。随着流动向下游发展，受横向压力梯度的作用，端壁附面层内低能流体约距前缘60%处开始在吸力面侧堆积。该位置伴随着角区分离的起始而出现明显的局部高损区。之后在下游发展过程中，角区范围逐渐扩大，至叶片尾缘处达到峰值。随着来流向正冲角发展，横向压力梯度增大，此时端壁附面层内低能流体提前向吸力面积聚，高损区几乎占据整个叶高。对比不同抽吸方案下各冲角总压损失变化，在负冲角和设计冲角下，发现EW2方案各冲角上角区高损失区尤其是径向尺寸显著减小，这对应着上角区回流减弱。而EW1方案相比效果不显著，高损失区的范围只有略微减小。EW3方案抽吸效果较差，近乎无效果。

对于正冲角，发现+4°时，虽然EW2方案对上角区损失的改善很明显，但整个叶高方向仍布满高损失区，损失依然很大。EW3方案抽吸，上半叶高较原型并无明显改善，但其下角区损失以及叶高方向高损区几乎消失，下角区范围减小，故此方案效果更好。EW1方案对上角区略有改善。

冲角进一步增大到+6°时，此时发现EW1和EW2方案对上角区略有改善，但下角区高损区较原型也沿该方向发展。这也对应着其极限流线转化为叶片表面的型面分离线。EW3对下角区略有改善，中径处高损区范围减小。但三种抽吸方案总的效果并不显著。为此将采用从定量分析和变抽吸流量的方法进一步研究。

图8为各冲角下不同抽吸方案叶栅出口截面质量流量平均总压损失沿叶高分布。从图中可以看出冲角为-4°和0°时，EW2方案其上角区损失系数大小和径向尺寸都明显减小，有效的改善了上角区的流动状况，故EW2抽吸位置效果最佳；而对于+4°和+6°冲角则着重改善了下角区的流动，对比三种方案，发现EW1和EW2效果相似，这两种方案下，约60%叶高上的总压损失系数减小，而下半叶高损失系数增大；EW3方案抽吸正好相反，该方案使得下端壁到60%叶高处损失减小。整体上EW3方案抽吸使得总压损失系数降低程度更大，故+4°和+6°冲角EW3抽吸效果最好。

图8 叶栅出口截面质量流量平均总压损失沿叶高分布Fig.8 The average total pressure loss of mass flow at the blade cascade outlet is distributed along the blade height

4 抽吸流量探究

通过对各冲角不同抽吸方案对比发现，负冲角和冲角下在叶中部分（EW2）即角区分离起始位置下游附近开始进行抽吸效果最优，而对于大冲角靠近尾缘（EW3）抽吸效果最佳。针对各冲角下最佳抽吸位置，补充探究了叶栅整体性能随抽吸流量的变化规律，以叶栅出口截面总压损失系数表征。抽吸流量分别为进口质量流量的0.25%，0.5%，0.75%，1%。结果如图9所示。

图9 各冲角损失系数随流量变化规律Fig.9 The loss coefficient of each impact angle varies with the flow rate

由图可知，抽吸确实能降低总压损失系数，即能降低叶栅损失。这是由于抽吸抽走了附面层内低能流体，使得附面层动能增加，抵抗逆压梯度能力增强，抑制了附面层的分离，降低损失。其中抽吸效果最好的是+4°冲角，总压损失绝对值减少了0.013，且抽吸使得上下角区范围均减小，回流减弱，故出现图中突降的现象；而-4°和0°冲角抽吸效果次之，总压损失绝对值减少了0.007；+6°冲角效果最差，总压损失绝对值减少了0.002，考虑其原因是随着冲角的增大，叶栅通道内的分离流动增强，便需要更大的抽吸流量才能有效的改善流场。整体上随着抽吸流量的增加，各冲角总压损失系数减小，当抽吸流量达到0.75%时，设计冲角损失系数大小不再变化，而其他冲角损失系数大小虽仍呈减小趋势，但减小幅度变弱。因此考虑到抽吸所耗功，本文采用的抽吸槽出口的抽吸流量为进口流量的0.75%。

5 结论

本文通过对跨声速高负荷扇形扩压叶栅进行下端壁流向槽附面层抽吸的研究分析，得出以下结论：

1）高负荷扩压叶栅冲角特性较差，负冲角来流下，附面层所受横向压差和逆压梯度相对减小，二次流损失随之降低，角区分离线起始于正常点。随来流向正冲角转变，流道内横向压差和逆压梯度增强，角区回流增加，附面层提前分离。在上端壁单侧实施附面层抽吸，能改善角区内流动状况，推迟分离。

2）负冲角和设计冲角下，上端壁附面层抽吸可以抑制上角区的分离和角区内回流，有效降低总压损失，而对下角区的分离并未起到作用；正冲角下，对比抽吸方案可知，端壁抽吸改善了下角区的分离。

3）对比各冲角下不同位置的抽吸方案，可以发现，-4°和0°冲角下于角区分离起始位置附近开始抽吸的方案最佳（EW2），有效抑制并推迟了角区分离, 总压损失系数绝对值均减小了0.007；分离前抽吸可以吸除来自来流附面层低能流体，但对下游附面层的分离影响有限（EW1）；分离后角区内的抽吸不能从根本上抑制角区分离，效果最差（EW3）。而正冲角角区分离提前，发现在分离后靠近尾缘的抽吸方案最佳。+4°冲角下，总压损失系数绝对值减小了0.013；可见在不同冲角下存在最佳抽吸位置。

4）附面层抽吸的效果也与抽吸流量有关。针对本文仅在进口质量流量1%范围内进行探究，在此抽吸流量范围内，随着抽吸流量的增加，各冲角下总压损失系数均减小，当抽吸流量增加到进口质量流量的0.75%时，其总压损失系数减小的幅度开始减缓。冲角增大到+6°时，总压损失系数变化不明显，说明在大冲角下，小抽吸流量对流场的改善效果不佳。